緊鄰地下結(jié)構(gòu)拆除爆破工程的緩沖減振措施

孫金山，蒙云琪，倪明亮，吳劍鋒，操 鵬，李小貝，張兆龍

(1.江漢大學(xué)爆破工程湖北省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，武漢 430023；2.中鐵四院集團(tuán)巖土工程有限責(zé)任公司，武漢 430074)

在城市拆除爆破工程中，建筑倒塌所產(chǎn)生的沖擊壓力可造成地下管道、隧道等地下結(jié)構(gòu)的變形和破壞[1]。因此，工程師在保證爆破成功的同時(shí)，還要控制結(jié)構(gòu)倒塌產(chǎn)生的沖擊壓力和振動(dòng)，保護(hù)鄰近地下結(jié)構(gòu)的安全。

科學(xué)預(yù)測(cè)拆除爆破工程產(chǎn)生的倒塌觸地沖擊荷載是設(shè)計(jì)防護(hù)方案的重要手段。近年來，國(guó)內(nèi)工程技術(shù)人員和學(xué)者對(duì)該問題開展了相關(guān)研究[1-8]，其中孫金山等[1]、譚雪剛等[6]和羅艾民等[7]研究了觸地沖擊荷載的理論估算方法，這些成果在一定程度上可滿足實(shí)際工程的需要，但對(duì)于較為復(fù)雜的爆破方案及地層條件仍難以準(zhǔn)確預(yù)測(cè)。在塌落沖擊和振動(dòng)的防護(hù)方面，目前典型的方案主要有2種技術(shù)途徑，一種是降低塌落體的集中質(zhì)量，另一種是降低塌落體的速度，延長(zhǎng)碰撞作用時(shí)間。在工程中應(yīng)用最為普遍的是鋪設(shè)緩沖墊層方案，但目前對(duì)于緩沖墊層的材料、形狀、高度、面積等參數(shù)仍主要依賴工程經(jīng)驗(yàn)，相關(guān)研究較少。

因此，針對(duì)鐵四院前大樓拆除爆破工程中緊鄰地下室的保護(hù)問題，采用數(shù)值模擬方法對(duì)緩沖墊層的減振效果進(jìn)行了分析，優(yōu)化了沙堤的斷面形狀，為工程安全提供了依據(jù)，并可為相關(guān)工程提供參考。

1 工程概況

鐵四院前大樓始建于20世紀(jì)50年代，原為4層磚混結(jié)構(gòu)，20世紀(jì)80年代末增加兩側(cè)翼樓，1993年又加高為10層，形成了“樓包樓”的特殊結(jié)構(gòu)。該樓長(zhǎng)140 m，寬54 m，高39 m(不含頂層電梯房)。4個(gè)電梯在樓房中間，頂層電梯房高出屋頂6 m(含水箱)。

大樓兩側(cè)距鐵四院生產(chǎn)科研樓12 m，距總部設(shè)計(jì)大樓最近40 m，距新建地下室22 m，距離和平大道地下車庫(kù)入口僅10 m，平面布置如圖1所示。

圖1 鐵四院前大樓平面布置Fig.1 Layout of Tie-Si-Yuan front building

2 爆破方案

受建筑結(jié)構(gòu)和倒塌場(chǎng)地的限制，鐵四院前大樓僅可向總部設(shè)計(jì)大樓方向倒塌。為減小塌落范圍，降低大樓倒塌時(shí)塌落沖擊對(duì)其前方地下停車場(chǎng)的沖擊，采用了單向折疊爆破方案。在高度方向上，分別在1～4層、5～7層各布置一個(gè)爆破切口，爆破切口方向均朝向設(shè)計(jì)大樓，上切口先起爆，下切延遲890 ms 起爆(見圖2)。

圖2 爆破切口Fig.2 Blasting cut

在長(zhǎng)度方向上，將樓房劃分A、B、C、D、E五個(gè)大區(qū)(見圖3)，每區(qū)又沿寬度方向自前向后劃分為4排，A、B、C區(qū)先同時(shí)起爆，D、E區(qū)200 ms后同時(shí)起爆，各大區(qū)自前向后逐排起爆。上切口第1～4排孔內(nèi)雷管分別為MS9段、MS11段、MS13和MS15段。下切口第1～4排的孔內(nèi)雷管分別為MS17段、MS18段、MS19段、MS19段。D、E區(qū)與A、B、C區(qū)間采用MS7段雷管孔外接力傳爆。

圖3 爆破分區(qū)Fig.3 Blast zone

3 緩沖減振方案

通過理論公式[1]估算，樓房爆破時(shí)塌落沖擊荷載和振動(dòng)對(duì)地下車庫(kù)的影響顯著。因此，應(yīng)控制振動(dòng)和沖擊，保證地下車庫(kù)的安全。根據(jù)樓房特征和現(xiàn)場(chǎng)條件，樓房第一層及切口范圍的填充墻及外墻全部拆除，其他填充墻體盡量拆除，并將建筑廢渣運(yùn)至地面，減輕樓體自重。爆破前對(duì)樓板進(jìn)行切縫，對(duì)5層以上預(yù)應(yīng)力大梁、橫梁進(jìn)行爆破，減小樓房的整體剛度。

同時(shí)，采取緩沖減振墊層，吸收和阻隔觸地沖擊能量。緩沖墊層采用濕沙，堆成條形沙堤，表面覆蓋塑料遮陽(yáng)網(wǎng)。為達(dá)到最佳的減振效果，同時(shí)考慮經(jīng)濟(jì)性，分別設(shè)計(jì)了如下4種緩沖隔振方案進(jìn)行比選(見圖4)。

圖4 減振設(shè)計(jì)方案Fig.4 Vibration reduction plan

1)方案1：地面整體平鋪厚度為0.5 m的沙層，上部填筑高1.5 m，寬3.0 m，凈距1.2 m的沙堤(見圖4a)。

2)方案2：地面整體平鋪厚度為1 m的沙層，其他參數(shù)與方案1相同，沙堤高2.5 m(見圖4b)。

3)方案3：地面直接填筑沙堤，沙堤底寬4 m，頂寬1 m，高3 m，沙堤連續(xù)布置(見圖4c)。

4)方案4：在方案3的基礎(chǔ)上開挖深1.5 m，寬1 m的減振溝(見圖4d)。

4 緩沖減振效果數(shù)值模擬

在爆破前為對(duì)緩沖減振方案進(jìn)行比選，采用數(shù)值模擬方法對(duì)不同減振方案下地下車庫(kù)的振動(dòng)響應(yīng)進(jìn)行了分析。

4.1 數(shù)值模型

采用ANSYS/LS-DYNA軟件構(gòu)建有限元模型，模型中爆破建筑和鄰近地下室的尺寸與實(shí)際一致，根據(jù)不同部位的起爆時(shí)間對(duì)爆破高度范圍內(nèi)的梁柱單元直接進(jìn)行刪除。模型中鋼筋混凝土采用鋼筋和混凝土分離式模型進(jìn)行建模，混凝土采用實(shí)體單元脆性損傷材料模擬，鋼筋采用梁?jiǎn)卧苄詮?qiáng)化材料模擬。地基土體采用實(shí)體單元DP材料模型。沙堤采用土與泡沫材料光滑粒子流體動(dòng)力學(xué)方法(Smoothed Particle Hydrodynamics，簡(jiǎn)稱SPH)進(jìn)行模擬。地下結(jié)構(gòu)與土體之間設(shè)置面-面接觸。主要材料參數(shù)如表1所示，數(shù)值模型如圖5所示。

表1 數(shù)值模型材料參數(shù)

圖5 沙堤SPH模型Fig.5 SPH model of sand ridge

4.2 數(shù)值模擬結(jié)果

塌落沖擊將在結(jié)構(gòu)中引起附加壓應(yīng)力和拉應(yīng)力，其中附加拉應(yīng)力對(duì)結(jié)構(gòu)影響較顯著，因此提取地下車庫(kù)的墻體、地下二層梁及地下一層立柱中部的附加拉應(yīng)力進(jìn)行對(duì)比。結(jié)構(gòu)倒塌過程模擬如圖6所示，不同方案下地下結(jié)構(gòu)最近處監(jiān)測(cè)點(diǎn)附加拉應(yīng)力峰值如表2所示。由表2可知，當(dāng)沙堤高度為2.0、2.5、3.0 m時(shí)，墻體最大附加拉應(yīng)力比無沙堤時(shí)分別降低了21%、35%和65%；梁的軸向附加拉應(yīng)力分別降低了45%、54%和66%；立柱中部軸向附加拉應(yīng)力分別降低了41%、55%和57%。而同時(shí)設(shè)置沙堤和減振溝的方案4與僅設(shè)置沙堤的方案3相比，附加拉應(yīng)力并未顯著降低。

圖6 樓房爆破過程數(shù)值模擬Fig.6 Simulation of demolition blasting of the building

表2 不同方案地下室最近測(cè)點(diǎn)附加拉應(yīng)力峰值

數(shù)值模擬結(jié)果表明，布置沙堤后地下車庫(kù)墻、梁、柱測(cè)點(diǎn)處所受到的動(dòng)力擾動(dòng)顯著降低；且隨著沙堤高度的增加，其緩沖減振效果更強(qiáng)。其中，3.0 m高沙堤方案附加動(dòng)拉應(yīng)力峰值在1.1 MPa左右，低于混凝土的抗拉強(qiáng)度，可滿足地下室結(jié)構(gòu)的保護(hù)需要。

5 減振效果及分析

在該爆破工程實(shí)際實(shí)施時(shí)，綜合考慮各緩沖減振方案的施工難度、減振效果及經(jīng)濟(jì)性，最終確定了3.0 m高沙堤的減振方案，實(shí)際填筑的沙堤如圖7所示。

圖7 實(shí)際沙堤形態(tài)Fig.7 Actual sand ridge

為監(jiān)測(cè)爆破時(shí)地下室的安全性，在地下一層靠近振源一側(cè)的墻壁、梁及柱表面各布置兩個(gè)方向的應(yīng)變監(jiān)測(cè)點(diǎn)，共計(jì)10個(gè)測(cè)點(diǎn)(見圖8)。傳感器采用50 mm長(zhǎng)120 Ω混凝土應(yīng)變片，應(yīng)變采集儀的采樣頻率為1 000 Hz。

圖8 應(yīng)變片位布置Fig.8 Layout of strain gauge

監(jiān)測(cè)結(jié)果表明(見圖9～圖11)，各測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變時(shí)程曲線僅有一個(gè)峰值，動(dòng)荷載作用時(shí)間為2 s左右。

圖9 柱中部豎直方向應(yīng)變時(shí)程Fig.9 Vertical strain-time history of the middle part of a column

圖10 梁軸向應(yīng)變時(shí)程Fig.10 The axial strain time history of a beam

圖11 墻豎直方向應(yīng)變時(shí)程Fig.11 Strain time history in the vertical of a wall

由圖9可知，立柱豎向測(cè)點(diǎn)應(yīng)變幅值為正值(拉應(yīng)變?yōu)檎?，壓?yīng)變?yōu)樨?fù)值)，均值約為66ε；橫向測(cè)點(diǎn)應(yīng)變幅值為負(fù)值，均值約為-13ε，與混凝土泊松比約為0.2的情況吻合，表明監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)較為準(zhǔn)確。C30混凝土彈性模量為30 GPa，由66ε計(jì)算得到立柱上附加拉應(yīng)力峰值為1.98 MPa。但立柱同時(shí)還受到初始?jí)簯?yīng)力作用，因此實(shí)際拉應(yīng)力遠(yuǎn)小于計(jì)算值。由圖10可知，梁端產(chǎn)生的附加軸向動(dòng)應(yīng)變峰值不到5ε，受爆破振動(dòng)影響較小。由圖11可知，墻體豎向附加拉應(yīng)變峰值為47ε?，F(xiàn)場(chǎng)觀測(cè)情況表明，立柱、梁和墻體均未產(chǎn)生裂縫，但柱上產(chǎn)生了不可恢復(fù)的應(yīng)變，表明立柱測(cè)點(diǎn)處產(chǎn)生了輕微的不可恢復(fù)變形。

6 結(jié)語(yǔ)

針對(duì)鐵四院前大樓拆除爆破工程倒塌范圍緊鄰地下室的情況，為控制其倒塌時(shí)產(chǎn)生的沖擊荷載和振動(dòng)，保護(hù)結(jié)構(gòu)安全，采用數(shù)值模擬方法對(duì)多個(gè)沙堤設(shè)計(jì)方案進(jìn)行了分析，確定了最終設(shè)計(jì)方案，實(shí)際爆破結(jié)果表明，地下室立柱中部實(shí)測(cè)拉應(yīng)變均值約為66ε，低于混凝土的極限開裂應(yīng)變，墻體和梁的附加拉應(yīng)變也均較小，均未發(fā)現(xiàn)新的宏觀裂縫產(chǎn)生。因此，該工程采用了緊湊排列梯形斷面的沙堤對(duì)塌落沖擊和振動(dòng)進(jìn)行控制后，未對(duì)緊鄰的地下車庫(kù)造成損傷。